陳浩宇，程曉曼，程樹森，王 亮，劉世聚

（1.北京科技大學 冶金與生態(tài)工程學院，北京 100083；2.河南省豫興熱風爐工程技術有限公司，河南 鄭州 450008）

高爐煉鐵過程能耗大，污染重，因此冶金煉鐵行 業(yè)內需要解決的重要問題之一就是在提高產品質量的同時，以最小成本提高收益、降低能耗、減少排污。熱風爐是通過間歇性燃燒燃氣， 通過蓄熱體吸收熱量，間歇性為高爐提供熱風的設備，是高爐煉鐵生產中重要的子系統(tǒng)之一。熱風爐對提高高爐鼓風溫度，增加噴煤量，降低燃燒比起到重要作用。長期的高爐煉鐵實踐證明，熱風爐送風溫度每升高100 ℃，焦比降低15～20 kg/t，相應產量提高3%左右[1]。

前人對熱風爐燃燒室內的氣體流動[2-4]及燃燒過程[5-9]進行了很多相關的模擬計算研究，趙臣臣等[10]對頂燃式熱風爐周期性工作進行了數(shù)值模擬，結果表明熱風爐蓄熱室內部溫度相差200 ℃，混燒1%和2%焦爐煤氣均可以提高熱風平均溫度20 ℃。 魏前龍等[11]對頂燃式懸鏈線熱風爐進行了研究分析，發(fā)現(xiàn)燃燒室底部高溫煙氣流速分布均勻，換熱效率高，進一步減小了拱頂溫度與送風溫度間差值， 從而有效提高了熱風爐的送風溫度。 因此燃燒過程合理的溫度分布和火焰形狀是熱風爐在實際生產中實現(xiàn)長壽、高風溫、環(huán)保和節(jié)能的關鍵，而流場和濃度場是溫度場和火焰形狀的基礎。

內燃式熱風爐的燃燒室與蓄熱室同在一個殼體之內，隔墻兩側溫差大，尤其是下部，這會導致大墻和拱頂容易產生裂縫、損壞、掉磚等。 為優(yōu)化內燃式熱風爐燃燒過程與氣流分布，延長熱風爐使用壽命，設計了一種新型環(huán)形內燃式熱風爐， 并對其燃燒過程進行模擬分析。

1 幾何模型及計算條件

本研究所有的計算模型均采用六面體結構網格進行劃分，計算域中總體網格數(shù)量達到176萬，熱風爐的主要工藝參數(shù)如表1所示。 在SOLIDWORK中進行建模，導入ICEM CFD中進行網格劃分，幾何模型與網格劃分如圖1所示。

圖1 熱風爐物理模型示意圖

表1 熱風爐技術參數(shù)

本文研究的熱風爐燃燒所用的高爐煤氣成分見表2，助燃空氣和煤氣的相關參數(shù)見表3。

表2 高爐濕煤氣成分

表3 助燃空氣和煤氣相關參數(shù)

由于在熱風爐環(huán)形燃燒室中的氣體流動屬于湍流流動，因此選擇k-ε雙方程模型作為湍流模型。 空氣、煤氣通過40對管道進入環(huán)形內燃室中混合燃燒，其燃燒類型屬于湍流擴散燃燒， 采用混合分數(shù)方法進行非預混燃燒，PDF幾率密度函數(shù)的方法處理化學反應和湍流之間的相互作用[12]。 因此在熱態(tài)模擬過程中選用將混合過程和控制作用和脈動作用的影響有機統(tǒng)一的k-ε-g模型，采用穩(wěn)態(tài)計算。

入口邊界條件為煤氣和空氣入口，設置為速度入口，煤氣速度平均速度為9.98 m/s，入口溫度為473 K，平均混合分數(shù)為1，平均混合分數(shù)均方差為0；空氣平均速度為20.5 m/s，入口溫度473 K，平均混合分數(shù)與平均混合分數(shù)均方差均為0。蓄熱室出口設置為壓力出口，設定出口的表壓為400 Pa，假設燃燒室壁面絕熱，壁面熱流密度設置為零。在蓄熱室區(qū)域設置為多孔介質，其水平阻力系數(shù)無窮大。為探究不同高度內燃室對燃燒過程的影響，內燃室高度分別取2 m，3 m及4 m三種情況進行燃燒過程分析。

2 結果與討論

2.1 流場分析

在熱風爐燃燒期， 高爐煤氣與助燃空氣通過40對管道進入環(huán)形內燃室中混合燃燒，不同高度內燃室的速度矢量圖與云圖如圖2所示。 由圖可知，混合氣體從環(huán)形內燃室進入到直段拱頂后一部分氣流形成向拱頂外側回旋的渦流， 一部分氣流向下行成回旋的氣流。向下回旋的氣流抵達蓄熱室后，由于蓄熱室內的格孔不互通，一部分氣流逆反向上，另一部分氣流進入蓄熱室后沿格孔向下運動，因此，蓄熱室內氣體速度分布主要由Y向速度決定。 由蓄熱室入口處逆反向上的氣流與拱頂內向兩側回旋的氣流在中心匯聚，分別形成“X”狀、“方形”狀、“圓形”狀渦流，這種渦流包裹著火焰， 切斷了火焰向拱頂內測耐火材料的發(fā)展，保護了拱頂內襯。

不同高度內燃室橫截面速度分布如圖3所示。 由圖3及圖2中的速度云圖可知， 隨著內燃室高度的增加，拱頂直段內近壁處的氣流流速平均值從1.2 m/s增加至1.8 m/s， 球形拱頂內氣體流速最大值由1.75 m/s增加至4.44 m/s。球形拱頂內中心氣流流速逐漸增大，其最大值由1.75 m/s增加至4.43 m/s，但兩側氣流流速變化不大。 向下回旋的氣流體積不斷減小，拱頂直段內近中心處的氣流流速逐漸降低，但其流速最大值由7.73 m/s增加至12.23 m/s。 渦流中心處高速氣流區(qū)從遠離內燃室出口處逐漸向內燃室出口處移動，并且當內燃室高度為4 m時，內燃室出口處氣體流速最大，這會加大內燃室出口處內側區(qū)域材料的磨損。

圖3 不同高度內燃室橫截面速度分布圖

2.2 溫度分布與火焰形狀分析

內燃室高度分別為2 m、3 m及4 m時Z=0截面溫度分布如圖4所示。 從圖中可以看出，氣流進入拱頂后形成一段溫度梯度區(qū)域。隨著內燃室高度從2 m增加至4 m， 截面溫度最高值由1 707.31 K降低至1 579.51 K， 拱頂內最高與最低溫度差值減小，由845.01 K降低至232.92 K。蓄熱室內溫度最大值與最小值差值逐漸降低，由112 K降低至52 K，蓄熱室內溫度逐漸趨于平均， 這說明內燃室高度的增加有利于蓄熱室內溫度的平均， 有利于蓄熱室內格子磚的長壽使用。為獲得較好的氮氧化物排放指標，熱風爐爐頂溫度應盡量維持在1 350 ℃以下，內燃室高度的增加可以有效降低爐頂溫度， 減少爐頂內氮氧化物的產生， 減小高溫區(qū)爐殼內受到的晶界應力腐蝕的破壞[13]，這對延長熱風爐壽命有積極影響。

圖4 Z=0截面溫度場分布云圖

內燃室高度不同時， 拱頂內不同高度截面的溫度分布如圖5所示。不同高度截面徑向溫度分布如圖6所示?？梢钥闯?，隨著內燃室高度的增加，拱頂內最高溫度從1 736.37 K 降低至1 614.72 K， 降低了121.65 K；最低溫度從724.27 K上升至1 275.73 K，上升了551.46 K；拱頂內溫差從1 012.1 K降低至338.99 K，內燃室高度的增加有效提高了內燃室出口處的溫度。隨著內燃室高度的增加，拱頂內雖然溫度最大最小值溫差逐漸減小，但不同高度截面溫度差變大。其中內燃室高度為2 m、3 m時， 球形拱頂內溫差較小，不同高度截面最大溫差為83 K； 內燃室高度為4 m時，不同高度截面溫差有所差異，且在球形拱頂內，心部溫度高于兩側溫度， 這是由于這一區(qū)域內兩側回旋區(qū)氣流流速大于中心處氣流流速， 局部換熱量較大所導致的。

圖5 拱頂內不同高度截面溫度分布云圖

圖6 不同高度截面徑向溫度分布圖

截面高度為5 m時（即蓄熱室入口）截面徑向溫度云圖及溫度分布如圖7所示。 由圖可知，隨著內燃室高度的增加， 蓄熱室截面內最高溫度降低至1 614.72 K，最低溫度增加至1 275.73 K，溫差降低至338.99 K。 由圖7（d）可知，隨著內燃室高度的增加，蓄熱式入口處的溫度趨向于均勻化分布，內燃室高度為3 m、4 m時，蓄熱室入口處最大溫差分別為53 K與66 K，但前者溫度分布較為均勻。

圖7 截面高度Y=5 m時徑向溫度云圖及分布圖

火焰形狀可通過當量混合分數(shù)fx確定，fx可由kε-g模型計算，在本次計算條件下fx=0.64。 不同內燃室高度的火焰形狀溫度分布如圖8所示。 可以看出，內燃室高度為2 m時， 其火焰向上延伸高度最大，隨著內燃室高度的增加， 內燃室內火焰向上延伸高度明顯減小，向下延伸進蓄熱室深度明顯減小，火焰最高溫度從1 739 K降低至1 615 K。

圖8 火焰形狀溫度分布圖

2.3 CO濃度場分析

Z=0截面處CO濃度分布如圖9所示。 可以看出，在Z=0截面內，內燃室內CO并沒有完全燃燒，混合的氣體進入到拱頂后，CO濃度逐漸降低， 相較于內燃室出口處，越靠近中心，CO濃度越低。 當內燃室高度為2 m時，CO隨向下的回旋氣流進入蓄熱室中，蓄熱室入口處CO的最大濃度為5.5%。 隨著內燃室高度的不斷增加， 蓄熱室入口處CO濃度最大值逐漸降低，從5.5%降低至0.005 4%。

圖9 Z=0截面CO摩爾濃度分布圖

內燃室高度分別為2 m、3 m及4 m時不同截面高度徑向CO濃度分布曲線如圖10所示。 由圖可知，靠近拱頂內壁邊緣處的CO濃度皆高于截面中心處CO濃度，其中在Y=5 m截面范圍內，不同高度內燃室截面邊緣處CO濃度范圍分別為5.8%～18.73%，3.9%～12%及3.81%～8.81%；在Y=6.1 m截面范圍內，不同高度內燃室截面邊緣處CO濃度范圍分別為0.074%～4.32%，0.039%～1.8%及0.008 4%～1.82%；在Y=7.443 m截面范圍內， 不同高度內燃室截面邊緣處CO濃度范圍分別為0.032%～0.064%，0.014%～0.029%及0.001 5%～0.004 4%。 由此可見，隨著截面高度的增加，CO濃度明顯降低，球形拱頂內CO基本反應完全，而相同截面高度下隨著內燃室高度的提升，CO濃度明顯降低。

圖10 CO濃度分布曲線圖

為準確表征燃燒室內煤氣和助燃空氣的燃燒狀況，引入CO燃燒率的概念，其數(shù)學表達見式（1）：

式中：η為CO燃燒率，%；c0為煤氣入口處CO體積分數(shù)，%；c1為燃燒室出口處CO平均體積分數(shù)，%。

在CFD-POST后處理中，計算出不同內燃室高度下，燃燒室出口截面、Y=6.1 m截面與Y=7.443 m截面處CO濃度的算術平均值。其中，內燃室高度為2 m時，各截面CO平均體積分數(shù)為5.97%、1.17%及0.038%；內燃室高度為3 m時，各截面CO平均體積分數(shù)為4.01%、0.65%及0.024%；內燃室高度為4 m時，各截面CO平均體積分數(shù)為2.5%、0.14%及0.017%，代入式（1）得到CO在各截面的燃燒率為分別為70.3%、94.2%及99.8%；80.05%、96.8%及99.8%；87.5%、99.3%及99.9%。 可以看出， 在Y=7.443 m截面以上時，CO燃燒率均達到99%以上，基本燃燒完全，內燃室高度為4 m時，在Y=6.1 m以上時，CO燃燒率已達到99.3%， 基本燃燒完全。 而在燃燒室出口高度截面，燃燒率隨內燃室高度的提升而提升，從70.3%提升到87.5%，有效提高了內燃室出口截面CO的燃燒率。

3 結論與討論

（1）對于內燃室高度為2 m、3 m及4 m的熱風爐，其拱頂內形成的向下回旋氣流體積逐漸減小，球形拱頂內由向上匯聚而成的渦流分別呈“X”狀、“方形”狀及“圓形”狀，且隨著內燃室高度的不斷增加，拱頂內氣流流速逐漸升高，最大值由7.73 m/s增加至12.23 m/s。

（2）拱頂內最高溫度從1 736.37 K降低至1 614.72 K，即最高溫度降低121.65 K；最低溫度從724.27 K上升至1 275.73 K，即最低溫度上升551.46 K；拱頂內溫差從1 012.1 K減少至338.99 K。

（3）內燃室高度的增加有利于內燃室內燃燒效率的提升，有利于蓄熱室入口處溫度分布均勻化，內燃室高度為3 m時，蓄熱室入口處溫度最為均勻。

（4）火焰從內燃室噴口處噴出，在拱頂直段內隨氣流向中心處回旋，并向下延伸至蓄熱室，隨著內燃室高度的增加， 火焰延伸至蓄熱室內的長度明顯降低，火焰溫度最大值由1 739 K降低至1 615 K，可有效減小對蓄熱室內格子磚的損耗， 延長熱風爐使用壽命。

（5）隨著內燃室高度增加至4 m，在蓄熱室入口處，CO濃度基本為0， 內燃室高度為2 m與3 m時，Y=7.443 m截面范圍內，CO燃燒率達到99%以上， 內燃室高度為4 m時，Y=6.1 m截面范圍內，CO燃燒率達到99.3%，拱頂直段內CO完全燃燒。內燃室出口處CO燃燒率由70.3%增加至87.5%， 有效提高了內燃室出口處CO燃燒率，延長熱風爐使用壽命。